Изградња авионских мотора Управно право Управно право Бјелорусија Алгебра Архитектура Сигурност живота Увод у професију “психолог” Увод у економију културе Виша математика Геологија Геоморфологија Хидрологија и хидрометрија Хидро сустави и хидраулични стројеви Повијест Украјине Културологија Културологија Маркетинг економија Нацртна геометрија Основи економске т Ориа Безбедност Фире Тактика процеси и структуре мисли Профессионал Псицхологи Псицхологи Психологија менаџмента модерног фундаменталних и примењених истраживања у инструменти социјална психологија социјална и филозофским проблемима Социологи Статистика Теоријске основе рачунара аутоматска контрола теорија вероватноћа транспорт Закон Туроператор Кривични закон о кривичном поступку управљања савременим производним Пхисицс физичких појава Пхилосопхи Рефригератион и Екологија Економија Историја економије Основе економије Економика предузећа Економска историја Економска теорија Економска анализа Развој економије ЕУ Хитност ВКонтакте Одноклассники Мој свет

Основе дизајна шок постоља




УВОД

Ова публикација намењена је студентима који студирају на предмету “Пројектовање тестних стола” и обављању рачунског и графичког рада, као и извођењу курсних и дипломских пројеката из специјалности 160906, 162110 у областима “Експериментални развој” и “Експериментална испитивања и рад авиона”

У задатку који се даје студенту за конструкцију испитног стола, дефинишу се следеће компоненте: компоненте ракетног мотора за гориво, схема погонског система (затворена, отворена), погон погонског система, време рада мотора, број комора за сагоријевање погонског система и пречник ракете.

У изради испитног стола у оквиру израде курса и дипломског рада поставља се проблем да се поткријепи избор параметара и конструкције испитног стола, као и да се израчунају главне геометријске и пројектне карактеристике испитног стола. Решење овог проблема је повезано са проналажењем димензија испитног стола; избор врсте млазница, њихов број и распоред на глави млазнице; израчунавање расподеле компоненти горива преко пресека главе за мешање и за појединачне типове млазница; проналажење показатеља изврсности коморе за сагоревање и млазнице; процену очекиваних енергетских и масовних карактеристика коморе и читавог погонског система, као и пројектовање елемената система за снабдевање горивом до коморе за сагоревање.

До данас је стечено много практичног искуства у развоју различитих испитних столова. Међутим, одређивање основних параметара новоизрађеног испитног стола остаје тежак задатак.

У добро познатим уџбеницима и наставним средствима за израду тестног стола, овај проблем се углавном разматра са опште теоријске тачке гледишта; специфични практични материјал и препоруке које се могу директно користити у дизајну испитног стола није довољно. Ово ствара одређене потешкоће у образовном процесу, посебно у дизајну курса и степена.

Ове смјернице, састављене на основу практичног искуства аутора, попуњавају одређени оквир овом јазу.

Основе дизајна шок постоља

Основни задатак у дизајнирању нових или побољшању постојећих удара је развој и стварање високо-производних и економских уређаја уз максимално интензивирање технолошких процеса. Савремени дизајн било ког испитног стола, укључујући удар, укључује:


border=0


- изјаву проблема;

- прикупљање и анализа информација о сличним системима и елементима;

- добијање основних података и услова за рад објеката;

- анализа процеса везаних за рад тестног система;

- компилација, ако је потребно, физичког или математичког модела система који се ствара или побољшава;

- проучавање овог модела, узимајући у обзир оптималне перформансе и стварање нових шема и дизајна испитног стола.

Пројектовање бубњева састоји се од три фазе:

- састављање пројектног задатка;

- развој техничког пројекта;

- извршавање радних цртежа.

Захтевани параметри ударног оптерећења могу се обезбедити само одговарајућим избором услова репродукције, који укључују објекат в 0 (за дату масу) у време почетка интеракције са уређајем за кочење и путању објекта да се заустави к мак (начин кочења).

У картици. Дати су изрази за в 0 , к мак , к τ за типичне импулсе ударног оптерећења.

Т а б л и ц а 1

Закон н (т) 0 ≤ т ≤ τ в 0 к мак к τ = в 0 τ - к мак
н мак = цонст гн мак τ
1-т / τ ----

2. Алгоритам развоја шок сталка

1.1. Полазна линија: М ан , а · б · ц, , т, н (т), Ц.М.

1.2. Брзина контакта:

[м / с]

где: к в - фактор форме (0.5 ... 1.0)

За полу-синус - 2 / π ,

За троугао - 0.5,

За синускадратнои - 0.5,



За правоугаони - 1.0.

н мак - максимално преоптерећење шоком,

τ - трајање ударног убрзања (за симетрични пулс, трајање фронта τ ф = 0.5 τ )

1.3. Енергија убрзавајућег система (прва апроксимација) Ф пц / К п ≤ 0.1а мак / г

В рек = М / 2 = К п Х + К мц к - Аер - Ф тр + Ф пц Хк н = В размакнуто. , [Ј]

К н = 0,8 - коефицијент комплетности,

= М а + М пл + М ПП + М РС , [кг]

- укупна маса покретних елемената (апарата, платформе, прелазног уређаја, причвршћене масе елемената система за убрзавање)

= М ан + М пл + М пп + М ТС

М пл = М ан

М ПП = 0,2 М а

М ТЦ = 0,1 М ан

К п - тежина покретних елемената у фази убрзања;

К ТС - тежина мобилних елемената у фази кочења;

Х, к - померање система за убрзавање и компресију уређаја за кочење (пут кочења);

Аер , А тр - рад аеродинамичког отпора и трења, респективно;

Аер = С сред. Х;

Тр = Ф страна ф Тр0 ) Н;

аер + А тр ) к д

1.4. Кретање на којем систем убрзања обезбеђује брзину В 0 :

Х = ф (Ф РС , н 0 , К п , К мц , к, А р А, А тр ), [м],

где је Ф пц променљива сила која делује у фази функционисања убрзавајућег система;

н 0 - обрнути преоптерећење у фази функционисања РС; н 0 ≤ 0,1 н мак са слободним падом [ м]

1.5. Компресија кочионог система:

Кс мак = к к В 0 τ ф , [м]

к к - фактор форме (0,5 ... 0,7)

за троугласту - 2/3;

синусквадратни - 0.7;

пола синус - 2 / π ;

правоугаони - 0,5;

1.6. Максимална сила кочења

Ф м мак = гн мак [Н]

= - М РС - М ТС, [кг]

М ТС = 0,1 М ЛА

1.7. Формирање ударног импулса н (т)

Теоретски и експериментално бирамо динамичку карактеристику снаге уређаја за кочење Ф м (к) [Н / м];

Емпиријска зависност ,

а - коефицијент усаглашености материјала зависи од својстава материјала и облика деформабилног елемента. У сваком случају, треба га експериментално одредити из кривуље шок процеса;

к - коефицијент зависно од облика сударајућих делова у контактној зони,

к = 0,6 ... 1,2 (са В = 1,5 ... 30 м / с);

- крутост кочног система;

[ц]

Да бисте повећали τ, морате повећати или смањите са.

1.8. Израда радних цртежа дизајна постоља, са помаком система убрзања, компресијом к мак и динамичком (теоријском) карактеристиком Фм (к ), максималном силом кочења система Ф м мак (по потреби се врши математичко моделовање).

1.9. Прорачун чврстоће елемената постоља (платформа, кочиони систем, прелазни уређај, систем убрзања, решетка, темељ, итд.):

· Трајност, стабилност, смицање, савијање, торзија итд.

· Хитне ситуације (уништавање апарата, ...)

Избор израчунатих случајева.

1.10. Провера обрачуна карактеристика штанда, узимајући у обзир уведене структурне промене:

Меас В руб на В 0 = цонст

1.11. Избор и развој опреме за инструментацију и анализу (примарни претварачи, грешке, главна и помоћна опрема).

1.12. Развој метода испитивања утицаја:

· Развој метода мјерења;

· Развој алгоритма за обраду резултата.

1.13. Производња удара, надзор производње. Прилагођавање радних цртежа и прорачуна.

1.14. Одређивање максималних радних карактеристика постоља.

Промена фром м пл то гет

В 0 ( ); н (т, ); к вар ;

В 0 (н, т) мин τ мак ) мак τ мин ).

1.15. Предвиђање - пренос резултата истраживања на радне услове.

3. Прорачун оверцлоцкинг система

Објект се може убрзати помоћу следећих система: слободног пада , пригушења каблова , опруга , пнеуматских потискивача .

Када се објекат убрзава као резултат слободног пада, платформа са предметом који се тестира фиксира се на одређеној висини Х, а затим ослобађа, добијајући брзину до времена удара

. (3.1.)

Ова брзина ће се одвијати без узимања у обзир губитка сила трења и аеродинамичког отпора. Силе трења се одређују на основу одабраног типа уређаја за убрзање.

Силе аеродинамичког отпора током убрзања могу се израчунати на следећи начин.

Одредивши коефицијент отпора форме платформе С к (за платформу, на пример, правоугаони облик С к = 2), могуће је израчунати силу аеродинамичког отпора χ помоћу формуле

(3.2.)

где је С површина платформе; в цп - просечна брзина; ρ је густина медија.

Рад аеродинамичких сила отпора биће одређен као

Аер = χ Л, (3.3)

где Л је путања кретања платформе (у слободном паду Л = Х ).

Ако је в 0 израчуната брзина на крају пута убрзања, тада ће стварна брзина бити в <в 0 . Уводи се таква условна маса м ', која се мора одузети од убрзавајућег система тако да се израчуна брзина у тренутку удара. Затим узимајући у обзир једначину енергије

ваздух, (3.4)

и једначине (2.3) могу бити писане једнакости

, (3.5)

и наћи условну масу

, (3.6)

Дефинишемо просечну брзину кретања в цф.

Познато је убрзање стога тј. где је а = н око г , онда . Овде в н = цонст је почетна брзина; .

Дакле, можете писати

, (3.7)

где је в мак максимална брзина у тренутку краја убрзања (ударна брзина): в мак = в 0 , тј.

, (3.8)

Тада се једначина (2.6) може записати на следећи начин:

, (3.9)

Сходно томе, приликом одређивања губитака за аеродинамичку отпорност, потребно је узети у обзир условну масу м 'у односу на укупну масу система убрзања.

При израчунавању система убрзања са пригушивачем кабла , одређује се пречник кабла, број завоја и радни опсег релативног издужења амортизера . Израчунавањем ових параметара могуће је одредити путању убрзања платформе (тј. Висину ударног постоља) под условом да се постигне специфицирана брзина удара в 0 .

Тражење пре-пречника кабла система за убрзавање, под условом да је релативна деформација гумених каблова је у опсегу од 0,2 ≤, ε ≤, 0,8 , где је ΔЛ елонгација кабла, Л 0 је дужина недеформисаног кабла, одређујемо максимални Ф в мак и Ф в мин оптерећење изабраног кабла ( Ф је сила коју ствара гумена врпца).

На Слици 1.1 приказана је зависност силе Ф коју стварају гумене врпце на релативном издужењу са различитим пречницима.

Сила потребна за стварање ударца са потребним параметрима одређује се

Ф мак = н око · М Σ · г, (3.10)

где н о - обрнуто преоптерећење ( н око = 0,1 н мак ); М Σ је укупна маса система који се убрзава.

Број завоја потребног скупа амортизера за каблове израчунава се према следећем односу:

. (3.11)

У овом случају, Ф (ε) се бира из графикона ( Слика 1.1 ).

(Сл.1.1) (Сл.1.2)

Добијени број окрета узима се као најближи број два. Рад који обавља уређај за убрзавање гуме може се одредити помоћу следеће зависности:

(3.12)

где је б рад једног линеарног метра кабла (одређен према графиконима са минимумом ε мак и минимумом) релативно продужење ( сл. 1.2 ) ); л је дужина слободног окретања убрзавајућег система (постављена је на такав начин да минимизира висину постоља, али не и да се повећа ε ≥ 0,8 ).

Ход амортизера или дужина пута убрзавајућег система Л се одређује из односа

, (313)

Где η - кд оверцлоцкинг систем (обично η = 0.8).

Вредности Ф сх мак и Ф сх мин су одређене распоредом (види слику 1.1). Вариинг , изабран је закон промене убрзавајуће силе, тј. потребна почетна вредност брзине удара в 0 .

Обрачунавање сила трења при убрзању мора се извршити тако да се узме у обзир закон Ф (ε) . Да бисмо то урадили, користимо просечну вредност убрзавајуће силе Ф ЦВ УНГ , која се одређује према распореду (види сл. 1.1) у оквиру 0.2 ≤, ε ≤, 0.8 . За пакете каблова од скреће

, (3.14)

где Ф ВЕД БАЦКГРОУНД - средња вредност силе убрзања за један кабл.

Пишемо енергетску једначину:

, (3.15)

где је м условна маса; в 0 - процењена брзина удара (на крају Л); - кинетичку енергију конвенционалне масе м , која је једнака раду сила трења читавог система, под условом да се удара са израчунатом брзином в 0 :

; (3.16)

. (3.17)

Од услова

. (3.18)

Тада се дефинише укупна маса система

М 0 = М Σ - м . (3.19)

Израчунавање убрзавајућег уређаја на бази цилиндричних затезно-компресионих опруга , с једне стране, може се извести користећи формулу за највеће напрезање

τ мак = кτ 0 ,

где ; М кр - момент; В т је геометријски фактор одређен величином и типом секција.

У овом случају можете користити коефицијент к , који зависи од индекса опруге ц = Д / д и приближно се одређује формулом.

, (3.20)

С друге стране, при израчунавању чврстоће опруга треба водити формуле:

, (3.21)

τ мак ≤ τ 0 ,

(3.22)

где је [τ] дозвољени стрес.

Капацитет оптерећења

, (3.23)

Акиал мовемент

, (3.24)

Пречник жице

, (3.25)

Просјечни промјер опруге

Д = цд. (3.26)

Ради лакшег израчунавања, треба одредити дозвољене вредности напона [τ] и индекса опруге С. Типично, дозвољени напон [τ] за опруге упредене од жице пречника д ≤ 0,8 мм се подешава у зависности од његовог привременог отпора Гв , тј. аццепт

[τ] = χГ б , (3.27)

где је χ коефицијент који варира у зависности од класе жице и пражњења опруга од 0,3 до 0,6.

У случају када је д ≤ 0,8 мм, уместо формуле (2.15), користите релацију

, (3.28)

Међутим, ако узмемо пречник д из ГОСТ 93-89-75 и поставимо одговарајућу вредност σ у , онда можемо израчунати параметар:

, (3.29)

који затим одређују пречник опруге:

Д = д (ν - 1,5) . (3.30)

Приликом рачунања система за повишење притиска са пнеуматским потискивачима , направљене су следеће основне претпоставке:

- енергетски губици гаса услед измене топлоте са зидовима тела убрзавајућег система и трења узимају се у обзир подешавањем рада пнеуматских вакуумских трка;

- не узимају се у обзир губици гасова кроз шупљине, деформација зидова кућишта, кинетичка енергија гаса и његов отпор пред клипом.

Притисак гаса у комори пнеуматских актуатора у процесу његовог пуњења на температури Т н означава П н . Температура околине обично варира у одређеним границама, а самим тим се и притисак у пнеуматском прекидачу мења.

Процена утицаја температуре на промену притиска гаса у затвореној запремини врши се помоћу једначине стања

п к в р = Р р Т , (3.31)

где је в р специфична запремина гаса; ; - специфична количина гаса без узимања у обзир њене потпуне компресије.

Узимајући у обзир овај однос и означавајући температуру радног гаса пре почетка кретања пнеуматско-пнеуматског клипа кроз Т 0 , одређујемо притисак гаса Пмак у тренутку када систем почне да ради:

, (3.32)

Пошто се губици топлоте радног гаса кроз зидове пнеуматског потискивача не узимају у обзир, промена притиска п к подлеже адијабатском процесу ширења гаса. За овај процес, следећи однос је тачан када се клипни клип помера:

, (3.33)

где је пк притисак гаса који делује на клип током његовог кретања; в - специфична запремина гаса за време хода клипа: ; γ је адијабатски индекс; α р - запремина коју заузима јединична тежина гаса при пуној компресији.

Примена концепта смањене дужине

, (3.34)

замислите однос

, (3.35)

Замењујући (3.25) у једнаџбу (3.23), узимајући у обзир (3.24), коначно добијамо

, (3.36)

Чврстоћа пнеуматског потискивача може се одредити помоћу формуле

. (3.37)

Рад пнеуматског набијача

, (3.38)

где је Л коначна вредност хода клипа пнеуматског актуатора.

4. Прорачун кочионих система

Прорачун кочног система са деформабилном подлошком ( Сл. 2) омогућава добијање великих начина кочења објекта (до 200–300 мм) са малим деформацијама подлошке. Сила отпора која одређује закон преоптерећења настаје услед успоравања покретне свиње са коничним врхом у металној подлози која је монтирана на фиксној бази. Једначина кретања за делове који падају може се записати на следећи начин.

(4.1)

Пиц2

Настанак динамичке компоненте силе отпора углавном је посљедица зависности коефицијента трења на брзину клизања, као и утицај динамичког оптерећења на механичка својства материјала подлошке.

Статистичке зависности Ф члана (л) за различите парове врхова и подлошка, добијене експериментално, приказане су у (Сл. 3). Може се видети да се у првој апроксимацији функција Ф ст (л) може сматрати линеарном, тј.

Ф (α) = α т * л , (4.2)

где је α т коефицијент крутости кочног уређаја; л - крени.

На слици (4) приказане су зависности коефицијента α т од угла профилне подлошке Ф тхе (материјал врха је челик Ул2А, ХРЦ 58-60; подлошке - Ст3).

Анализа резултата прелиминарних шок тестова показује да се зависност коефицијента трења од брзине може изразити на следећи начин:

, (4.3)

где је б емпиријски коефицијент.

(Сл. 3) (Сл. 4)

Пошто је за почетну брзину удара в 0 = 5–20 м⁄с, брзина деформације перача не прелази (за врх са конусом к = 1–20) 0,1 ... 0,5 м⁄с, треба узети е (в) = 1. Дакле, једначина кретања има облик

; (4.4)

(4.5)

Интегрирамо ову једнаџбу, добијамо

(4.6)

Када је в = 0, максимални пут кочења

(4.7)

и стога максимално преоптерећење

(4.8)

Брзина в се не може експлицитно изразити у смислу л и стога је немогуће пронаћи аналитички израз за дужину предњег руба τ . С тим у вези, препоручује се да се једнаџба кретања решава или методом узастопних апроксимација или нумерички.

( Слика 5) приказује бездимензионалне зависности (т) за разне

(Сл. 5)

Из графикона се може видети да в 0 значајно утиче на облик шок-импулса.

Коначни параметри процеса шока н мак и τ могу се пронаћи помоћу помоћних функција:

{ (4.9)

чије вредности се одређују као резултат решавања једначина кретања на рачунару.

Стварање у лабораторијским условима интензивних шок-импулса са великим фронтама могуће је уз помоћ уређаја за кочење ваздуха .

Међу предностима пнеуматског модема треба приписати његово вишекратно дјеловање, као и способност репродукције импулса различитих облика, укључујући и оне са значајном предњом страном.

Дизајн дијаграма пнеуматског модема је приказан на (Сл. 6 ) . Сила сопротивления, обуславливающая закон n(t), возникает вследствие давления воздуха, сжимаемого в замкнутом объеме при некотором начальном давлении и положении поршня l 0 .